Vol.36，No.1，2021
中国造纸学报Transactions of China Pulp and Paper
韦
青
郭彦峰*付云岗吉美娟
韩旭香
（西安理工大学包装工程系，陕西西安，710048）
摘要：借鉴多边形管和瓦楞夹层管的设计思路，提出了纸蜂窝夹层管；通过轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩实验，研究了正多边形纸蜂窝夹层管的缓冲吸能特性，分析了管方向、管横截面边数、管长比和跌落冲击能量对纸蜂窝夹层管缓冲吸能特性的影响。结果表明，在轴向静态压缩条件下，纸蜂窝夹层管 的渐进屈曲变形模式明显，X 向管的屈服强度比Y 向管的高14.8%，而压溃强度比Y 向管的低7.0%。随着管横截面边数的增加，纸蜂窝夹层管的行程利用率呈上升趋势，而比吸能、压缩力效率、比总体效率都呈下降趋势。在轴向跌落冲击载荷作用下，纸蜂窝夹层管也发生渐进屈曲变形，X 向正四、正五、正六边形管的比吸能、比总体效率都优于Y 向管，而行程利用率小于Y 向管。随着管长比的增大或管横截面边数的增加，纸蜂窝夹层管的比吸能、行程利用率和比总体效率都呈明显下降趋势；随着跌落冲击能量的增大，比吸能、行程利用率和比总体效率总体呈上升趋势。关键词：纸蜂窝夹层管；静态压缩；轴向跌落冲击；缓冲吸能特性中图分类号：TS76；TB332
文献标识码：A
DOI ：10.11981/j.issn.1000⁃6842.2021.01.52
薄壁管状结构在轴向和斜向载荷作用下能够通过弹性和塑性屈曲、折叠变形和材料断裂等方式来抵抗外部冲击载荷并吸收耗散能量，这对冲击防护具有重要意义［1-3］。近年来，国内外学者基于对金属圆管和方管的研究成果，通过改变管横截面形状、增加管内隔板和折叠单元个数的方法，丰富了对新型吸能构件的设计方法、压缩变形模式和能量吸收性能的研究；相应成果表明，多边形管、非凸边形管、多胞管和夹层管在轴向压缩载荷作用下具有更好的变形模式和吸能特性。Ali 等［4］对比研究了矩形、正五边形和十字型金属（铝、钢）管的折叠变形机制，并建立了分析模型预测试样的平均压溃 力。Yokoya 等［5］分析了正多边形（正四、六、八、十边形）薄壁铝管及多胞管；结果表明，正多边形管的多胞化方法有利于提高其轴向压缩性能和能量吸收能力。柳忠彬等［6］模拟分析了异截面同厚度和同截面异厚度薄壁管（锯齿管、圆形管、矩形管、方管）的轴向冲击响应发现，管横截面形状对薄壁管的比吸能有很大的影响。胡俊等［7］分析了方形、圆形、正多边形（正六、八边形）
薄壁金属管和多胞管的轴向动态吸能特性，并结合多目标优化算法对吸能特性较好的八边形多胞管进行了参数优化，显著提高了其在相同压缩力峰值下的能量吸收效率。Xiang 等［8］研究了正多边形（正三、四、六、八边形）管、钢质圆管、多胞方管的轴向压缩能量吸收能力发现，管横截面形状对试样关键性能指标有重要影响。Liu 等［9］深入研究了铝质圆柱夹层多胞管、非凸截面管和多胞管的轴向压溃变形模式、吸能特性和结构优化问题，提出了薄壁管的多胞化和非凸化方法。同时，研究者为了提高薄壁管状结构的耐撞性能，还提出利用夹层管壁取代传统薄管壁的设计方法，如Zhang 等［10］、Tang 等［11］、Liu 等［12］、Deng 等［13］和Xiong 等［14］分别研究了六棱柱夹层多胞管、圆柱夹层多胞管、星形夹芯多边形管、瓦楞夹层圆管（或圆柱壳）的轴向压缩和能量吸收性能；研究结果均表明，这种新型结构可以通过内外管壁与瓦楞芯层之间的相互作用，增强轴向抗冲击性能，是改善传统薄壁管的一种新思路和新方法。此外，利用管壁与蜂窝材料之间的相互作用和协同吸能的优势，可提高薄
研究论文
收稿日期：2020⁃04⁃08
基金项目：西安市科技计划项目（2017080CG/RC043（XALG024））；陕西省重点研发计划一般项目（2018GY -191）。作者简介：韦
青，男，1995年生；在读硕士研究生；主要从事新型缓冲吸能结构与性能方面的研究。
*通信联系人：郭彦峰，博士，教授；主要从事缓冲包装动力学、缓冲吸能结构与性能方面的研究；E -mail ：guoyf@xaut.edu 。
52
壁管的轴向压缩强度和吸能特性。Yin等［15］、Liu 等［16］和Paz等［17］分别研究了铝蜂窝、玻璃纤维复合材料蜂窝填充铝圆管和多边形管、碳纤维增强材料方管的轴向耐撞性能，提出了蜂窝材料填充薄壁管状结构的理论与实验研究体系。
复合材料管也是一种非常重要的吸能构件，通常采用碳纤维、玻璃纤维增强复合材料管和增加横向裂
纹带，从而提高管的能量吸收效果，其在军工和民用防护领域有重要应用价值。马岩等［18］研究了碳纤维增强环氧树脂复合材料（CFRP）圆-方异形管的准静态轴向压缩破坏模式和能量吸收性能发现，
通过合理的编织角设计，可使复合材料内部更多的纤维发生断裂，从而提高纤维增强复合材料管件物的能量吸收性能。李善恩等［19］研究了玻璃纤维增强环氧树脂复合材料（GFRP）圆管、方管在低速冲击载荷作用下的抗冲击性能发现，GFRP圆管的动态切线模量较方管的大，同壁厚圆管的抗冲击性能较方管好；随壁厚的适当增加，方管的抗冲击性能也增加。康健芬等［20］研究了纸瓦楞夹层管的准静态轴向缓冲吸能特性，分析了管横截面形状、管边长和管长度对纸瓦楞夹层管压缩失效模式与缓冲吸能特性的影响规律。
金属蜂窝结构具有优良的比刚度和比强度、抗冲击性和缓冲防振能力［21-22］，但少有涉及纸蜂窝夹层管及其在轴向跌落冲击载荷作用下缓冲吸能评价的研究。本课题借鉴多边形管和瓦楞夹层管的设计思路，将纸蜂窝夹层作为多边形管的管壁，通过轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩实验，研究正多边形纸蜂窝夹层管的缓冲吸能特性，分析结构参数（管方向、横截面边数、管长比）和加载参数（压缩速率、跌落冲击能量）对纸蜂窝夹层管缓冲吸能特性的影响规律。
1实验
1.1原料与仪器
原料：厚度为10mm的蜂窝纸板，其基本参数如表1所示。胶黏剂，汉高粘合剂有限公司上海分公司。
DC2702516型电脑打样机，上海信奥科技有限公司；WS150Ш型恒温恒湿箱，上海树立仪器仪表有限公司；HT-2402电脑式伺服材料控制试验机，台湾弘达仪器股份设备公司；DY-3缓冲材料冲击试验机，西安捷盛电子技术有限责任公司。
1.2试样结构
本课题所用试样的结构类型是纸蜂窝夹层管，其
结构示意图如图1所示。其制作工艺为，对蜂窝纸板进行模切、压痕，并用白乳胶全搭接粘合制成管截面形状分别为正四、五、六边形的管。正六边形蜂窝胞元的边长为5.77mm，由于蜂窝胞元的排列方式不同，可将纸蜂窝夹层管分为X向管和Y向管。选取不同管横截面边长（35、50mm）、管长比（1.4、2.2、3.0）和管长度（49、77、105、70、110、150mm）的试样，对比分析结构参数对纸蜂窝夹层管的轴向压缩变形与能量吸收性能的影响。其中，管长比是指纸蜂窝夹层管长度与管横截面边长之比，如管长比为3.0、管横截面边长50mm，则管长度为150mm。由2种跌落冲击高度（DH）（30、50cm）和4种落锤质量（W）（7.0、9.125、11.275、14.55kg）组成8种跌落冲击条件，即DH1W1、DH1W2、DH1W3、DH1W4、DH2W1、DH2W2、DH2W3和DH2W4，所对应的冲击能量分别是20.6、26.8、33.1、42.8、34.3、44.7、55.2和
71.3J。试样编号为HT nd-l1/l2-DH/W，如“HT6X-50/ 70-30/11.275”表示，管边长（l1）为50mm、管
长度（l2）为70mm的X方向（d）正六边形（n）纸蜂窝夹层管（HT）在跌落高度（DH）为30cm和落锤质量
表1蜂窝纸板的基本参数
Table1Basic parameters of honeycomb
paperboard
蜂窝
原纸
面纸
芯纸
定量
/g·m−2
200
124
厚度
过氧化氢含量的测定/mm
0.244
0.218
抗张强度/N·mm−2
横向
25.3
12.7
纵向
栅栏门34.0
27.3
环压强度/kN·m−1
横向
1.60
0.640
纵向
1.83
0.819
图1纸蜂窝夹层管的结构示意图
Fig.1Structure of paper honeycomb sandwich tube
（W）为11.275kg条件下进行轴向跌落冲击动态压缩实验。静态试样编号用压缩速率V代替跌落冲击条件DH/W。
1.3测试方法
实验之前，所有试样在温度20℃和相对湿度65%的条件下预处理24h。参照GB/T8168—2008、采用
HT-2402电脑式伺服材料控制试验机进行轴向静态压缩实验，压板对试样的轴向压缩速率为12mm/min，试样压缩量为85%。参照GB/T8167—2008、采用DY-3落锤试验系统进行轴向跌落冲击动态压缩实验，方形金属落锤对试样施加轴向跌落冲击载荷，冲击动能可由跌落高度和落锤质量调节。
2结果与讨论
2.1轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩变形特征2.1.1轴向静态压缩变形特征
根据纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩应力-应变（σ-ε）曲线和变形特征，将其压缩变形过程大致划分为线弹性区、塑性平台区、密实化区3个部分（见图2（a）实线部分）。由图2（a）可知，在初始阶段，应力随应变的增大呈线性上升趋势，试样处于线弹性状态。随着压缩时间的增加，压缩载荷逐渐增大，试样的压缩变形量也持续增加。随着应变的增加，应力略有下降，随后曲线进入塑性平台区；
此时，试样应变逐渐增大而应力呈周期性波动，此阶段试样能够吸收大部分的外部能量。试样的压缩变形量继续增大直至试样发生密实化，这一过程的曲线为密实化区。试样的密实化是指应力在很短的应变范围内迅速提高，此时试样被完全压溃而丧失缓冲吸能作用。由图2还可知，在塑性平台区，X向纸蜂窝夹层管（以下简称X向管）的平缓峰和应力峰个数比Y向纸蜂窝夹层管（以下简称Y向管）的多，屈服强度比Y向管高14.8%，压溃强度比Y向管低7.0%，X向管在塑性平台区的应力和密实化区的应变变化与Y向管的基本一致。随着管长比的增大，试样静态压缩曲线的应力峰个数明显增加，而改变管横截面边数对管的应力-应变曲线并无显著影响。
纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形过程（选取试样HT4X-50/150-12为例）如图3所示。由图3可知，在轴向静态压缩变形过程中，试样渐进屈曲变形模式明显。在压缩初期，试样顶端部分先出现小段褶皱；随着外部压缩载荷的持续增大，褶皱逐渐扩散至试样中间部分，管壁出现局部的逐层小褶皱；之后试样底端逐渐发生屈曲变形直至试样被完全压溃。
结合图2可知，在试样屈曲变形之前的线弹性
区，试样应力随应变的增大而迅速达到初始峰值。从
图2纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形曲线
Fig.2Axial static compression deformation curves of paper honeycomb sandwich tubes
开始屈曲到完全压溃的塑性平台区，试样所能承受的压力随压缩载荷的增大而达到最大值，侧壁整体将持续屈曲变形，伴随着蜂窝芯层出现剪切褶皱，直到压溃失效。由于试样侧壁上的褶皱是逐渐形成的，侧壁的蜂窝胞元沿面内的一个方向出现渐进屈曲；因此，试样的塑性平台区持续过程相对较长
［23］
。当试样被
完全压溃时，其侧壁表面有褶皱堆积，试样内部转向密实化，且整个管也变成了侧壁被压实和缩短的管结构；因此，其静态压缩应力又开始急剧增大，这对应于轴向静态压缩应力-应变曲线的密实化阶段。
2.1.2轴向跌落冲击动态压缩变形特征
在相同的结构参数和跌落冲击能量下，正四、五、六边形纸蜂窝夹层管的跌落冲击响应波形都是半正弦波形状。Y 向正四、五、六边形管的冲击持续时间τ比X 向管分别提高0.2%~3.2%、0.2%~7.8%和
3.8%~8.2%，而X 向正四、五、六边形管的加速度峰值G m 比Y 向管分别提高10.9%~30.4%、7.0%~19.8%和
6.1%~14.5%，表2为部分试样的跌落冲击响应结果。
相比于静态压缩过程，试样的轴向跌落冲击动态压缩（以下简称动态压缩）过程的时间极短，因此，试样的密实化程度不高；静态压缩时的应变大于动态压缩，且静态压缩的应力峰个数更多（见图2）。由图
2可知，试样动态压缩的屈服强度较静态压缩提高了16.7%~27.3%，其塑性平台区波动较大且持续过程较
短，静态压缩的塑性平台区持续时间比动态压缩提高
了14.3%~100%。在试样的动态压缩过程中，蜂窝胞元内的空气会产生明显的压缩作用力，从而引起试样侧壁应力及峰值应力的提高。试样的动态压缩变形模式也是渐进屈曲变形。图4是管边长50mm 的正四、
五、六边形管在跌落冲击条件DH 1W 3（跌落冲击高度
30cm ，落锤质量11.275kg ）下的压缩变形情况。结合图2中虚线所示，试样在落锤作用下发生弹性变形
并迅速达到初始峰值应力，随后试样开始屈服并逐渐出现屈曲和褶皱，随着侧壁被持续压缩，试样逐步压溃，最终出现密实化现象。
由于试样动态压缩过程持续的时间很短，对不同管长度和冲击能量的管，其变形也有所不同。图5为两种不同正四边形管的动态压缩变形示意图。由图5（a ）可知，由于管的一部分并没有被压缩，故管还有一定的缓冲吸能效果；而图5（b ）中，管被完全压溃而
丧失缓冲能力。
图3纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形
Fig.3Axial static compression deformation of
paper honeycomb sandwich tube
表2部分试样的跌落冲击响应结果
Table 2Results of drop impact responses
of certain samples
冲击响应τ/ms G m /g
HT4d -35/49-30/7X
20.6011.76
Y
20.1514.56
HT5d -50/110-30/14.55
X
19.9514.00
Y
点云扫描21.3111.73
HT6d -50/150-50/7X
21.3719.80
Y
22.57
18.25
ttx2基板图4
纸蜂窝夹层管的动态压缩变形情况
Fig.4
Axial drop impact compression deformation of paper honeycomb sandwich
tubes
图5
正四边形管的动态压缩变形
Fig.5Axial drop impact compression deformation of
regular quadrilateral paper honeycomb sandwich tubes
试样HT4Y -35/77-50/7和HT4Y -35/77-30/11.275的动态压缩变形曲线如图6所示。由图6可知，动态压缩过程完成后，试样HT4Y -35/77-50/7被完全压溃，而试样HT4Y -35/77-30/11.275未被完全压溃。
总结分析试样的变形压溃发现，在压缩变形曲线的密实化区，应力急剧增大且应变超过83%时，试样即可视为被完全压溃。表3列出了所有被完全压溃的X 向管、Y 向管的结构参数和跌落冲击条件。由表3可知，造成管被完全压溃的因素较多，如管横截面边数、管边长、管长度、冲击能量等，但相同管长度的
X 向管、Y 向管被完全压溃时的冲击能量基本相同。
对于具有相同管长度的正四、五、六边形管，随着管横截面边数或管边长的增加，导致管横截面面积增大，从而管被完全压溃时所需的跌落冲击能量也增加。2.2轴向缓冲吸能特性2.2.1
热镀锌合金静态缓冲吸能特性的影响
选用比吸能（SEA ）、行程利用率（SE ）、压缩力效率（CFE ）和比总体效率（STE ）评价试样的静态缓冲吸能特性；其中，比吸能表示单位质量试样所吸
收的能量，行程利用率表示试样密实化之前的位移变形量（有效压缩距离）和试样厚度的比值，压缩力效率反映平均压溃载荷与初始峰值载荷的比值，而比总体效率是指单位管长度的比吸能与初始峰值载荷的比值。
表4是部分试样在轴向静态压缩条件下的缓冲吸能计算结果。对具有相同管横截面边长的试样，塑性平台区的应变随着管长度的增大而增加。由表4可知，随着管横截面边数的增加，行程利用率呈增大趋势（如试样e 的行程利用率比试样a 的提高了3.7%），而比吸能、压缩力效率和比总体效率都呈下降趋势。
X 向管的屈服应力（σb ）、平均压溃应力（σy ）和比吸能都大于Y 向管（如试样c 的屈服应力、平均压溃应力和比吸能分别比试样d 的高31.9%、18.9%和7.4%），但Y 向管的行程利用率、压缩力效率
和比总体效率都优于X 向管，如试样d 的行程利用率、压缩力效率和比总体效率分别比试样c 的高0.2%、17.1%和15.0%
。
图6试样动态压缩变形曲线比较
Fig.6Comparison of axial drop impact compression
deformation curves
表3被完全压溃试样的结构参数和跌落冲击条件Table 3
Structure parameters and drop impact
conditions of paper honeycomb sandwich tubes
completely crushed
横截面边数
正四边形
正五边形
正六边形
管边长/mm
提提热
35
3535505035
353550
353535
管长度/mm
4977
105701104977105
704977105冲击能量/J 20.634.344.733.155.226.834.355.244.733.142.871.3
冲击条件DH 1W 1
DH 2W 1DH 2W 2DH 1W 3DH 2W 3DH 1W 2DH 2W 1DH 2W 3DH 2W 2DH 1W 3DH 1W 4DH 2W 4表4
部分试样轴向静态压缩缓冲吸能计算结果
Table 4
Calculation of cushioning energy absorption under axial static compression of paper honeycomb
sandwich tubes
试样a b c d
e f
试样编号HT4X -50/110-12
HT4Y -50/110-12
HT5X -50/110-12HT5Y -50/110-12
HT6X -50/110-12HT6Y -50/110-12σb
/MPa
0.5530.4910.6620.5020.6320.487
σy
/MPa
0.4230.4020.4590.3860.3870.335
SEA /J·g −1
3.5843.3123.4233.1863.1012.890SE /%
79.0879.5179.7979.9582.0282.73CFE /%
75.0481.3466.1377.4760.7472.89STE /10−2·g −10.0280.0300.0200.0230.0160.019
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